包裹式加筋土橋臺樁—加筋土體間相互作用數值分析

摘要 在包裹式加筋土橋臺中橋梁荷載主要由柱式臺承擔，加筋土體與樁之間存在相互作用受地基變形、加筋土體變形和交通荷載等的影響，使加筋土橋臺的工程應用存在不確定性。文章使用PLAXIS 3D軟件建立3組包裹式加筋土橋臺的數值模型，分析了加筋間距與墻前擋土條件對樁—土相互作用的影響。研究結果表明，樁對土體既有擠壓作用也有阻擋作用，但以擠壓作用為主，且在上1/3墻高處出現，越靠近頂部擠壓作用越明顯；增大加筋間距能明顯提高上部樁對土體的擠壓作用，而墻前擋土對樁土擠壓作用沒有額外提升。

關鍵詞 包裹式加筋土橋臺；樁—土相互作用；數值分析；加筋間距；墻前擋土

中圖分類號 U443.21文獻標識碼 A文章編號 2096-8949（2023）23-0075-04

0 引言

土工合成材料加筋土（Geosynthetic Reinforced Soils，簡稱GRS）是由壓實填土與土工合成材料（主要是土工格柵和土工織物）交替鋪設構成的復合體。在加筋土中，加筋材料（下文簡稱為“筋材”）彌補了填土抗拉強度低的缺陷，通過筋土之間的摩擦、嵌鎖作用，限制了筋材周圍土粒的側向位移，為土體提供側限約束力，從而提高加筋土體的強度和剛度。土工合成材料加筋土技術以其適應性強、節省投資、低碳環保等優勢，在公路、鐵路等土木工程領域得到了廣泛應用。

包裹式加筋土橋臺是由加筋材料與填料相互交替形成的橋梁承載結構，因此被廣泛運用于道路橋梁系統中。此外該技術還具有施工快速、碳排放少、節約成本良好等特點^[1]。該橋臺采用樁體進行橋梁豎向荷載承擔，而探究樁體與加筋土體之間的相互作用規律至關重要。

PLAXIS是1987年荷蘭Delft Technical University專門研制開發的巖土工程有限元軟件，適用于巖土工程變形計算、穩定性分析以及地下水滲流等，能解決巖土工程中的二維和三維穩定性、變形等問題，還能模擬復雜的工程地質情景，具有很強的實用性。

現有關于包裹式加筋土橋臺分析樁—土關系的研究主要有原型試驗與模型試驗。現場試驗方面，Pierson等人研究了不同樁體偏移距條件下樁體受水平荷載時樁與加筋土之間的相互作用^[2-3]，結果發現樁體偏移距為2倍樁直徑時的水平承載力比樁體偏移距為4倍樁直徑時的水平，承載力下降50%，而群樁中單樁水平承載力下降20%。Nelson采用空心樁進行了相似的現場試驗^[4]。而模型試驗方面，Mohammed通過18個縮尺模型試驗^[5]，探究了樁體偏移距、橋臺高度、加筋間距、加筋長度、筋材與面層連接方式等因素對樁體水平承載力的影響。試驗結果表明，樁體的水平承載力隨樁體偏移距和橋臺高度增加而增加，而橋臺面板處的水平位移和受到的側向土壓力減小；樁體的水平承載力隨筋材長度的增加而增加；隨著加筋間距的增加，樁體水平承載力逐漸降低，而橋臺的水平位移增加。

目前利用PLAXIS 3D對包裹式加筋土橋臺的研究較為少見，而該文利用PLAXIS 3D建立包裹式加筋土橋臺數值模型，主要探討了加筋間距與墻前擋土條件對樁—土間相互作用影響規律。

1 模型建立

1.1 本構模型選擇

PLAXIS為用戶提供了豐富的土體本構模型，如摩爾—庫倫模型、節理巖石模型、土體硬化模型、軟土模型等。綜合對比分析各模型，考慮加筋土復合體可能出現的彈塑性表現，該數值模將采用摩爾—庫倫模型來模擬土體材料。

1.2 模型參數確定

加筋填土材料參數通過室內試驗獲得，樁體與非加筋區填土參數采用Jawad等^[6]研究參數，混凝土砌塊的材料參數采用Huang等^[7-8]使用的參數，模型材料參數見表1。模型界面參數采用Hatami等^[9]的研究數據，見表2。設置三組模型，使用不同加筋間距與擋土條件，見表3。模型高度為9.6 m，其中地基土高3 m，擋墻高6 m，柱高9.6 m，樁徑1.5 m，模型寬度7.2 m，筋材長度4.8 m，混凝土砌塊尺寸為長40 mm×寬20 mm×高20 mm。

1.3 荷載與邊界條件

原型工程為非承壓加筋土橋臺，加筋區域不承受豎向荷載，加筋區域外的區域在正常使用時會承受道路荷載、車輛荷載等，相關規范要求可取荷載值為20 kPa，幾何模型上邊界為自由邊界，四周除擋土墻臨空面外均施加活動滑動約束，底部施加完全固定約束。

1.4 模型建立過程

先使用Auto CAD軟件建立了三維模型，模型包括實體與面，然后導入至PLAXIS 3D軟件中。建立材料庫時，使用表1與表2的參數，分別建立正負界面單元，然后在各模型土工格柵對應位置建立土工格柵結構單元，并將材料庫中的材料對應賦予相應單元。在擋墻左右兩側、后部及底部賦予邊界條件，設置荷載大小為20 kPa。模型建立完成后，進行網格劃分，使用PLAXIS自帶的自動劃分網格功能，單元分布水平為中等。由于該試驗不考慮滲流等影響，故不設置滲流條件。分布施工時，先激活邊界條件與地基土單元，然后分層激活土體、面板、土工格柵及相應的界面單元，直到擋墻整體結構激活完畢，判定為施工階段完成。然后重置位移，施加表面荷載，模擬正常使用狀態，計算完成后使用此階段數據進行數值分析。模型建立完成如圖1所示。

2 結果分析

2.1 面板側向位移

面板高度—側向位移曲線見圖2，顯示了各組的面板側向位移隨高度的變化而變化。除C組外面板側向位移最大值均在距離面板頂部H/3處，呈現典型的“鼓肚”形態，與實際情況一致，而三組試驗靠近面板頂部均出現面板側向位移增大的現象，結合樁的側向位移曲線，推測是因為樁體對土的擠壓作用越靠近擋墻頂部越明顯，C組表現尤為明顯。B組面板側向位移比A組減少約20%，說明墻前擋土對面板側向位移有減小作用。C組面板側向位移較A組增大了約8%，越靠近面板頂部增加率越大，面板頂部增大率為29%，說明增大加筋間距會增加擋墻面板的側向位移。

2.2 樁體側向位移

各組樁體側向位移沿高度分布圖見圖3，其中樁高從加筋區域底部起算，可知樁體側向位移隨高度增大而增大，且二者呈現良好的線性關系。中下部樁體側向位移要小于面板側向位移，上部樁體側向位移大于面板側向位移。B組樁體側向位移比A組減小約20%，說明墻前擋土能顯著減小樁體全高度的側向位移，減小程度與面板側向位移接近，因此墻前擋土對樁土擠壓作用沒有額外影響。C組比A組曲線斜率減小，樁體底部側向位移二者接近。

2.3 加筋區頂部沉降

加筋區頂部中心沉降分布圖見圖4，圖中距面板0.75～2.25 m處為樁所在區域，沉降分布圖分為樁前與樁后兩部分，距面板4.8～6.8 m處為被擋土區。由于受荷區沉降較大，加筋區靠近受荷區的部分沉降較大，樁前沉降較樁后沉降小。三組數據相比可以得到，B組沉降最小，A組與C組沉降幾乎一致，說明墻前有擋土可以減小加筋區頂部沉降。

2.4 筋材應變

各組不同高度處的筋材中心應變分布圖見圖5，圖中筋材應變隨高度增加而減小。圖中距面板0.75～2.25 m處為樁所在區域，筋材在該處截斷。圖中數據顯示，隨著高度增加，筋材整體應變水平減小，即筋材受力減小，符合墻背水平土壓力分布。A、B組筋材應變分布基本一致，C組筋材應變較A、B組大，且樁前增大率要大于樁后增大率，說明墻前擋土對筋材應變影響不大，而增大加筋間距會顯著增加筋材應變。同時，樁前與樁后筋材應變差值隨高度增加而增加，說明樁土擠壓作用會將樁前的土楔塊推向面板，而土工格柵作為錨固以穩定楔塊，故樁前筋材應變較大，同時隨著高度增加、擠土作用更加明顯，樁前后筋材應變的差異也增大。

2.5 安全系數

使用PLAXIS軟件的強度折減法得到A、B、C三組安全系數各為1.845、1.891、1.838，B組安全系數最大，C組安全系數最小，說明設置墻前擋土或減小加筋間距均可以增加擋墻的穩定性。

3 結論

（1）樁對土體既有擠壓作用也有阻擋作用，但以擠壓作用為主，且基本在上部H/3處出現，越靠近頂部擠壓作用越明顯。

（2）樁體側向位移隨高度增加而增大，減小加筋間距或設置墻前擋土均能減小樁體側向位移。但在底部時三者樁體側向位移相差不大。加筋區頂部沉降從面板至加載區不斷增大，而在樁體后部沉降值則逐漸降低，同時可以發現設置墻前擋土能有效減小沉降，而加筋間距對頂部沉降影響不明顯。

（3）筋材應變水平隨著高度增大而增大，同一高度處筋材應變距離面板越遠處越小，同時樁前筋材應變要大于樁后筋材應變，二者差異隨加筋間距越小越明顯，而增大加筋間距筋材應變也會增大。

（4）最大面板側向位移一般在距離面板頂部H/3處出現，但樁對土的擠壓作用會使上部面板側向位移增大，減小加筋間距或設置墻前擋土均可減小面板側向位移。增大加筋間距可以明顯提高上部樁對土體的擠壓作用，而設置墻前擋土對樁對土的擠壓作用基本沒有額外提升。

參考文獻

[1]羅敏敏， 徐超， 楊子凡. 土工合成材料加筋土柔性橋臺復合結構及應用[J]. 土木工程學報， 2019（S1）： 226-232.

[2]Pierson M C. Modeling Drilled Shafts in MSE Block Walls[D]. Kansas： University of Kansas， 2010.

[3]Rollins K M， Price J S， Bischoff J. Lateral Resistance of Piles near Vertical MSE Abutment Walls[C]//Geo-frontiers Congress， 2011.

[4]Kent R. Nelson. Lateral Resistance of Piles Near Vertical MSE Abutment Walls at Provo Center Street[D]. Provo： Brigham Young University - Provo， 2013.

[5]Wessam Khaled Mohammed. Factors Influencing performance of a laterally loaded pile with an MSE wall system[D]. Kansas： the University of Kansas， 2016.

[6]Jawad S， Asce S M， Han J， et al. Numerical Analysis of Laterally Loaded Single Free-Headed Piles within Mechanically Stabilized Earth Walls[J]. International Journal of Geomechanics， 2021（5）.

[7]Jie Huang， Jie Han， Parsons R L， et al. Refined numerical modeling of a laterally-loaded drilled shaft in an MSE wall[J]. Geotextiles and Geomembranes， 2013（apr. ）： 61–73.

[8]Jie Huang， Parsons R L， Jie Han， et al. Numerical analysis of a laterally loaded shaft constructed within an MSE wall[J]. Geotextiles & Geomembranes， 2011（3）： 233-241.

[9]Hatami K， Bathurst R J. Development and verification of a numerical model for the analysis of geosynthetic-reinforced soil segmental walls under working stress conditions[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2005（4）： 1066-1085.

收稿日期：2023-09-28

作者簡介：余曉曉（2000—），男，碩士，研究方向：加筋土橋臺。